王占宇，周士兵，張本宏，郭曉光，周華晨

(1.東北林業(yè)大學 交通學院，黑龍江 哈爾濱 150040；2.中國重汽集團濟南特種車有限公司，山東 濟南 250117)

0 引言

我國汽車保有量的急劇上升，使汽車正面碰撞事故發(fā)生率增加，駕乘人員的傷亡率上升。正面25%偏置碰撞(以下簡稱“小偏置碰撞”)約占正面碰撞事故總量的1/4[1]。針對小偏置碰撞事故，僅有美國公路安全保險協會(Insurance Institute for Highway Safety，IIHS)發(fā)布了相關測試規(guī)程和評價標準，我國安全性法規(guī)和新車評價規(guī)程(China-New Car Assessment Program, C-NCAP)對此類碰撞事故沒有做出相關評價。為降低駕乘人員的傷亡率及補充國內對此類碰撞的研究，有必要研究小偏置碰撞試驗下汽車的碰撞安全性。

針對小偏置碰撞，主要基于傳統(tǒng)燃油汽車進行研究。Derek等[2]提出了設計轉向系統(tǒng)失效及增大側氣簾與氣囊相互作用來保護假人頭部的方案。Nguyen等[3-4]提出了延長防撞橫梁和改進門檻梁的優(yōu)化方案。汪俊等[5]提出了加強車輛結構完整性可降低駕乘人員的受傷風險。Kim[6]、王翼等[7]、賈麗剛等[8]提出了車身封閉環(huán)狀結構對小偏置碰撞的重要性。王玉超等[9]提出了把上縱梁、前縱梁和副車架通過側向傳力機構連成一體的“避能”結構設計理念。肖龍等[10]從車體結構設計和關鍵材料更換進行了優(yōu)化改進。李燦民等[11]總結多款車型測試成績不優(yōu)秀的原因，提出了概念性的結構改進方案。而對于電動汽車的碰撞安全性研究，Kukrej等[12]、Berzi等[13]利用有限元技術研究了在小偏置碰撞下電池系統(tǒng)的變形情況。葛云飛等[14]、胡平等[15]進行正面40%偏置碰撞和正面100%碰撞的研究，對前縱梁和吸能盒進行了優(yōu)化?？梢姡蠖鄶笛芯恐饕趥鹘y(tǒng)車型進行結構優(yōu)化，針對純電動汽車進行小偏置碰撞的研究較少。

基于此，本研究利用有限元法，根據IIHS測試規(guī)程，建立純電動SUV小偏置碰撞仿真模型，考慮電動汽車的結構布局，從改善碰撞力傳遞路徑和加強乘員艙剛度兩個方面進行優(yōu)化，以提高純電動汽車的碰撞安全性。

1 汽車碰撞有限元模型的建立

以某純電動SUV為研究對象，整車模型包括白車身、乘員艙、動力總成、電池包、轉向系統(tǒng)及前后懸架等。鈑金件網格采用板殼單元。白車身主要結構部件有前防撞梁、吸能盒、前縱梁、上縱梁、前圍板下橫梁及中底板邊梁。乘員艙主要保護件有A柱外板、A柱加強板、A柱內板、上下鉸鏈處加強板、前圍板、前圍板左右輪罩、前門防撞梁。動力總成(電動機和變速箱等)剛度較大，在碰撞中基本不發(fā)生變形，將其視為剛體。動力源電池包布置在底盤下部，以中后地板為依托，對車內空間基本不產生影響。轉向與懸架系統(tǒng)多為桿件，網格采用桿單元。采用ANSA軟件進行幾何處理、網格劃分，設置零部件材料屬性、連接及接觸，簡化部件增加質量點以進行配重，建立如圖1所示的碰撞仿真模型，模型質量為1 778 kg，共有2 669 002個單元，2 271 259 個節(jié)點。

根據IIHS正面25%偏置碰撞測試規(guī)程，設置邊界條件：剛性壁障與車體前端重疊率為25%，壁障采用MAT20剛性材料，保證壁障所有節(jié)點的相對位移不變，并限定6個方向的自由度。車體與壁障的摩擦系數為0.15，車體與剛性地面的摩擦系數為0.1，車速為64 km/h，計算時間為0.12 s，重力加速度為9.81 m/s2。利用顯式求解軟件LS-DYNA進行計算。從圖2整車系統(tǒng)的能量變化曲線可知，動能逐漸減小，內能逐漸增大，曲線變化合理且光滑過渡，整個碰撞過程中能量守恒。從圖3知，沙漏能占總能量的0.93%，小于5%[16]，說明結果有效。

圖1 整車碰撞有限元模型Fig.1 Vehicle collision finite element model

圖2 能量曲線Fig.2 Energy change curves

圖3 沙漏能比率曲線Fig.3 Hourglass energy ratio curve

2 仿真結果分析存在的問題

(1)整車加速度過大。整車加速度是碰撞分析中最重要的輸出參數之一，過大的加速度會對駕乘人員造成嚴重的傷害。根據加速度曲線(圖4)可知，左右B柱X/Y向的加速度曲線變化趨勢基本一致，加速度最大峰值均出現在60 ms左右，其中左側X向最大峰值為56.54g，左側Y向最大峰值為26.83g；右側X向最大峰值為45.64g，右側Y向最大峰值為24.32g。根據工程經驗，以左側B柱加速度變化曲線為主要參考，左側X向加速度最大峰值超過IIHS中的目標值50g，會對駕乘人員產生嚴重損傷。

圖4 加速度曲線Fig.4 Acceleration curves

圖5 前圍板最大侵入量(單位: mm)Fig.5 Maximum intrusion of front dash panel (unit: mm)

(2)前圍板侵入量過大。前圍板作為發(fā)生正面碰撞時保護駕乘人員的重要部件，對其侵入量的分析也非常重要。從圖5前圍板最大變形云圖可知，前圍板最大侵入量為246.59 mm，遠超過駕乘人員所能承受的最大極限。

(3)關鍵吸能部件變形吸能不足。從車體結構變形圖(圖6)可知，由于剛性壁障與車體前端重疊率很小，前艙吸能結構中僅左上縱梁發(fā)生壓潰變形。關鍵吸能部件吸能盒和前縱梁變形不足，導致中地板左側邊梁、左A柱、左A柱上邊梁等部件發(fā)生嚴重變形。從主要結構部件吸能量統(tǒng)計數據(表1)可知，左上縱梁、左A柱和中地板左側邊梁吸能量較大，成為主要的碰撞力傳遞路徑。而吸能盒和前縱梁吸能量不足，沒有成為有效的碰撞力傳遞路徑。

圖6 車體結構變形Fig.6 Vehicle body structure deformation

(4)評級結果差。針對電動汽車在小偏置碰撞試驗下的結構評級，如果影響高壓供電系統(tǒng)的完整性，將會使評級結果下降。因此，在進行該車型結構評級之前，首先檢查高壓供電系統(tǒng)的完整情況。如圖7所示，電池包與模組最小變形距離大于0，安全系數高,不影響結構評級。

表1 小偏置碰撞下車體主要結構部件吸能量統(tǒng)計Tab.1 Energy absorption statistics of main structural components of vehicle body under small offset collision

圖7 電池包-模組最小距離曲線Fig.7 Curve of battery pack vs. module minimum distance

利用HyperView軟件對乘員艙上下部IIHS規(guī)定結構測量點進行侵入量分析，結構評級結果如圖8所示。可以看出，儀表板上部和門框上鉸鏈處評級為“差”；轉向管柱和左側儀表板處評級為“及格”；門框下鉸鏈處評級為“良好”；其余規(guī)定結構測量點處評級為“優(yōu)秀”。根據IIHS的評級要求，該車體結構乘員艙上部評級為“差”，乘員艙下部評級為“優(yōu)秀”，最終結構評級僅為“差”等級。

圖8 測量點侵入量評級Fig.8 Rating of measuring point intrusion

3 結構優(yōu)化

3.1 優(yōu)化方案

(1)改善碰撞力傳遞路徑。純電動SUV在小偏置碰撞中吸能盒和前縱梁吸能量不足，沒有成為有效碰撞力的傳遞路徑，考慮車身總布置、裝配和運動學干涉的影響，利用本田思域車體前端吸能結構原理，如圖9(a)所示，延長前防撞梁及內部增加套管；如圖9(b)所示，增大吸能盒前端截面尺寸；如圖9(c)所示，延長上縱梁尺寸并增大截面積；如圖9(d)所示，在前縱梁與上縱梁之間增加連接桿。

(2)提高乘員艙剛度。在增加碰撞力傳遞路徑的基礎上，根據安全籠式車身技術原理，進一步改善乘員艙變形情況。如圖9(e)所示，在中地板邊梁加筋；如圖9(f)所示，將A柱加強板下端延長。由于增加零部件厚度可提高剛度[17]，采用可熱處理強化6xxx系鋁合金材料[18]，如表2所示，更改乘員艙相關部件強度和厚度。

圖9 結構優(yōu)化方案示意圖Fig.9 Schematic diagram of structural optimization scheme

優(yōu)化后整車的整備質量由1 778 kg增大到1 784 kg，其中白車身(無開閉件)質量由365.047 kg 增大到370.078 kg，前門總成質量由22.699 kg增大到23.712 kg。

表2 更改材料的強度和厚度Tab.2 Strength and thickness of materials after replacement

3.2 優(yōu)化結果分析

為了便于對優(yōu)化結果的分析，定義改善碰撞力傳遞路徑的優(yōu)化方案為前期優(yōu)化，提高乘員艙剛度的優(yōu)化方案為后期優(yōu)化。根據圖10優(yōu)化前后的前圍板侵入量可知，后期加強乘員艙剛度的前圍板最大侵入量為151.29 mm，較前期改善碰撞力傳遞路徑后的最大侵入量173.24 mm，降低了12.67%。

圖10 前圍板優(yōu)化最大侵入量(單位: mm)Fig.10 Maximum intrusion of front dash panel (unit: mm)

由圖11中優(yōu)化前后整車加速度變化曲線可知，后期加強乘員艙剛度后，X向最大加速度值由前期改善碰撞力傳遞路徑后的49.77g增大到55.25g，增加了11.01%。Y向最大加速度值由前期優(yōu)化的12.39g增加到12.9g，改變較小。X向加速度值明顯增大的原因是增強了A柱、中地板左側邊梁等部件的強度及提高了乘員艙相關部件的材料屬性和厚度，使整車結構剛度增大。解決提高乘員艙剛度后加速度峰值過大的問題，成為本研究的重點。

圖11 優(yōu)化前后加速度曲線Fig.11 Acceleration curves before and after optimization

圖12 優(yōu)化前后結構評級Fig.12 Structure rating before and after optimization

3.3 優(yōu)化前后結構評級

根據前期改善碰撞力傳遞路徑與后期加強乘員艙剛度的結構評級(圖12)可知，結構評級提升到“良好”。雖然加強乘員艙剛度后，評級結果沒有再次提升，但是各個規(guī)定結構測量點侵入量數值有了一定的減小。

4 正交試驗優(yōu)化

4.1 目標值與因素水平的選取

進行正交試驗的目的是解決加強乘員艙剛度優(yōu)化后整車加速度峰值超過目標值的問題。選取整車加速度最大峰值作為目標值，但乘員艙變形量過大，也會對駕乘人員造成嚴重傷害。若將IIHS規(guī)定的乘員艙上下部10個結構測量點值作為乘員艙變形量的評價指標，其需要約束的目標值太多，在此次正交試驗中難以實現。前圍板最大侵入量能間接反映乘員艙的變形情況，因此選取前圍板最大侵入量作為試驗設計的次要目標值。

在小偏置碰撞試驗中，主要吸能部件為吸能盒和前縱梁，抵抗乘員艙不發(fā)生變形的主要部件之一為A柱，因此本次正交試驗選取吸能盒厚度、前縱梁厚度、A柱加強板厚度、A柱加強板材料4個因素作為設計變量，分別用符號A，B，C，D表示。吸能盒和前縱梁厚度水平選取2.8，3.0，3.2 mm，A柱加強板厚度水平選取1.5，1.8，2.0 mm，A柱加強板材料水平選取強度較大的HC340/590DP，HC550/980DP，HC600/980QP，其材料特性如表3所示。

表3 試驗材料特性Tab.3 Properties of test materials

4.2 仿真結果分析與計算

根據L9(34)正交試驗表，得到9組試驗樣本，將每組樣本數據利用ANSA軟件進行相應的更改，然后導入LS-DYNA中進行求解計算，共需進行9次計算，仿真結果如表4所示。

表4 仿真結果Tab.4 Simulation result

根據表4仿真結果進行極差分析，找到設定的各個影響因素對目標值的主次影響關系，從而找到最優(yōu)水平組合。其極差計算公式為：

(1)

式中,ki為各因素取i水平的均值；kij為第j列所對應的影響因素取水平i時的仿真試驗結果之和。

Rj=max[ki]-min[ki]，

(2)

式中,Rj為第j列對應因素的極差，極差越大，該因素下所選水平對目標值影響越大，所求極差最大的因素也就是最主要的因素，極差值與影響因素的主次關系呈正相關。對表4中的試驗結果進行極差分析，如表5、表6、圖13所示。

前圍板侵入量各水平變化趨勢見圖14。

表5 整車加速度最大峰值的ki和Rj值Tab.5 kiand Rj values of vehicle maximum peak acceleration

表6 前圍板侵入量ki和Rj值Tab.6 ki and Rj values of front dash panel intrusion

圖13 加速度峰值各水平變化趨勢Fig.13 Acceleration peak trends in various levels

圖14 前圍板侵入量各水平變化趨勢Fig.14 Front dash panel intrusion trends in various levels

通過極差分析，得到影響加速度峰值的最優(yōu)組合為A1B1C1D1，影響前圍板侵入量的最優(yōu)組合為A2B3C2D3?；诔杀?、車身輕量化和各因素對評價指標的影響大小，綜合考慮加速峰值最優(yōu)組合和前圍板侵入量最優(yōu)組合，對B和D因素折中選用水平2。A因素對前圍板侵入量指標的影響作用大于對加速度峰值的影響作用，故A因素選用水平2。而C因素對兩種評價指標的影響均為最小，基于成本考慮選水平1。最終優(yōu)化組合為A2B2C1D2，將最優(yōu)組合設為試驗10進行仿真分析，說明有效性。

4.3 正交試驗優(yōu)化的有效性

如圖15所示，通過對比分析正交試驗優(yōu)化前、試驗1及試驗10的加速度變化曲線可知，正交試驗優(yōu)化后加速度曲線更加平緩，試驗10加速度最大峰值比試驗1的最大峰值升高了1.77g，原因主要是試驗10優(yōu)化組合方案在對加速值降低的過程中考慮了乘員艙變形量這一因素。但是試驗10比優(yōu)化前降低了10.48g，降低了18.97%，使得整車加速度最大峰值處于目標值的合理范圍之內。

圖15 優(yōu)化前后加速度變化曲線Fig.15 Acceleration curves before and after optimization

如圖16所示，試驗10較正交試驗優(yōu)化前的前圍板最大侵入量151.29 mm降低了7.77 mm，較試驗4降低了2.98 mm。從前圍板最大侵入量數值可以看出正交優(yōu)化方案的可行性。

圖16 前圍板最大侵入量(單位: mm)Fig.16 Maximum intrusions of front dash panel (unit: mm)

5 結論

根據IIHS相關測試和評價規(guī)程，應用ANSA軟件建立小偏置碰撞仿真模型，仿真分析純電動SUV的碰撞安全性，采用結構優(yōu)化與正交試驗相結合的方法進行改進，得出以下結論。

(1)純電動SUV在小偏置碰撞試驗下存在傳統(tǒng)關鍵吸能部件變形吸能不足、乘員艙變形嚴重和加速度峰值超過目標值的問題。

(2)傳統(tǒng)吸能部件(吸能盒和前縱梁)變形吸能的增加，使其成為有效碰撞力傳遞路徑。采用可熱處理強化6xxx系鋁合金材料，在保證車身輕量化的同時，可提高乘員艙剛度。優(yōu)化后車體結構評級由“差”提升到“良好”，前圍板最大侵入量由246.59 mm減小到151.29 mm。

(3)研究重點集中在如何解決提高乘員艙剛度后加速度峰值過大的問題。利用4因素3水平正交試驗，在前圍板最大侵入量由151.29 mm降低到146.49 mm的前提下，得到整車加速度最大峰值由55.86g降低到44.77g的最優(yōu)組合方案。

(4)利用IIHS對小偏置碰撞評估方法中的結構評級要求，進行純電動SUV小偏置碰撞的分析與優(yōu)化，沒有涉及到假人傷害值和約束系統(tǒng)對安全性的影響，且優(yōu)化后沒有對不同重疊率的正面碰撞影響進行分析。下一步將從這幾個方面進行深入研究。